雙塊式無砟軌道路橋過渡段處溫度力上拱整治技術研究

徐鵬

（中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北武漢 430063）

0 引言

雙塊式無砟軌道是我國高速鐵路采用的主要結構形式，具有施工方便、經濟性好等優點。在長大路基上雙塊式無砟軌道為連續的縱連體系，軌道結構分為兩層，道床板鋪設在支承層上，支承層澆筑在路基基床表層上，通過基床表層摩擦力并在路橋結合部處設置端梁對無砟軌道結構進行限位，端梁與支承層一體化澆筑，軌道結構體系受力明確[1]。但是，在較大溫度荷載作用下，若道床板與支承層或支承層與基床表層接觸不良，會導致無砟軌道上拱[2]，影響軌道平順性危及行車安全。文章以某高速鐵路路橋結合部雙塊式無砟軌道上拱病害為研究對象，提出相應整治方案。

1 病害工點調研

1.1 病害工點原軌道結構設計

某高速鐵路正線鋪設雙塊式無砟軌道，某段路基長度為340m，雙塊式無砟軌道采用縱連結構體系。路基上雙塊式無砟軌道由鋼軌、扣件、雙塊式軌枕、道床板、支承層等組成。

1.1.1 扣件

采用Vossloh 300-1U 型扣件，扣件墊板靜剛度為22.5kN/mm。

1.1.2 軌枕

采用雙塊式軌枕，軌枕長2400mm，為工廠預制件。

1.1.3 道床板

路基地段道床板寬2800mm，厚約240mm，在支承層上連續澆筑而成。

1.1.4 支承層

支承層寬3400mm，厚度300mm，在路基基床表層上連續鋪筑。

1.1.5 過渡段

在不同線下基礎連接處，道床板設置橫向伸縮縫，伸縮縫寬20mm，路基兩端均設置端梁。端梁采用C40 鋼筋混凝土現澆而成，距伸縮縫5～10m。

1.2 病害工點調研情況

病害工點無砟軌道支承層出現斜裂，道床板與支承層之間存在離縫，離縫最大值為15mm，現場弦線測量鋼軌高低最大值為11mm/10m。

1.2.1 支承層斜裂、道床板離縫、支承層離縫

支承層八字裂紋范圍1.54m。斜裂支承層范圍中間位置道床板離縫最大，離縫長度1.54m，離縫最高值15mm，軌面高低最大值11mm/10m。支承層與路基本體部分地段存在較大離縫，離縫最大值為15mm，現場病害照片，如圖1 所示。

圖1 支承層斜裂、道床板離縫、支承層離縫

1.2.2 路橋結合部處伸縮縫

路橋結合部處伸縮縫為假縫，填充雜物較多，導致路基段無砟軌道無法自由伸縮。

1.2.3 施工溫度

調查施工期間日志等臺賬資料，該段無砟軌道澆筑時間處于冬季，澆筑溫度0～5℃。

1.3 病害原因分析

通過現場病害調研，結合雙塊式無砟軌道受力特征，對道床板上拱的可能原因分析如下：

第一，現場調研發現病害處支承層與路基基床表床之間有較大離縫，雨水侵入路基后，在列車荷載作用下，孔隙水產生較大壓力將路基級配料析出，循環反復，導致路基基床與支承層間接觸不充分產生空吊，二者黏度減小，路基無砟軌道結構約束體系在此處受到削弱，在溫度荷載作用下，上拱病害發生概率增加[3]。

第二，查閱施工臺賬，發現該處路基段無砟軌道澆筑溫度約在0℃，縱連體系無砟軌道鎖定溫度較低，在溫度升高時，將在軌道結構內部形成較大溫度力。

第三，路橋結合部處無砟軌道伸縮縫未設置為真縫，縫內存在混凝土硬塊等雜物，無砟軌道無法自由伸縮，溫度力無法釋放。

第四，支承層澆筑完成后，拉毛質量不合格，或者作為運輸通道，拉毛逐漸破壞，形成較光滑面，無法為道床板提供摩擦力限位。

2 上拱整治技術方案

2.1 整治思路

根據前述分析，無砟軌道上拱原因為溫度內力，而其限位體系并未起到有效約束作用，故考慮增加無砟軌道結構體系限位措施，對病害進行有效整治。

采用對上拱區域無砟軌道下路基進行開挖，并換填為鋼筋混凝土的整治方案。一方面可通過植筋使無砟軌道與換填混凝土結成整體，增大無砟軌道重力，從而增加無砟軌道結構抗彎剛度，有利于保證縱向穩定性，升溫時在溫度力作用下，不致失穩而導致上拱。另一方面，回填混凝土與無砟軌道結構錨固成整體后，可視為新增端梁，限制無砟軌道結構的縱橫向位移，提高無砟軌道的整體性和穩定性。

2.2 整治步驟

分單元開挖斜裂支承層下路基，為保證開挖后軌道結構空吊，在列車動荷載作用下不致被破壞，單元長度不大于2 倍扣件間距。每個單元開挖后采用千斤頂進行臨時支撐，每個單元路基開挖完成后對斜裂支承層進行鑿除，當前單元開挖及鑿除完成后進行下一個單元的施工；所有單元開挖鑿除完成并設立臨時支撐后，用早強聚合物混凝土回填路基和澆筑支承層，最后采用植筋錨固方式將回填混凝土與無砟軌道結構進行錨固連接。具體整治步驟如下：

路橋結合部處伸縮縫清理—病害兩側道床板植筋錨固—開挖作業槽—開挖路基及鑿除支承層—混凝土回填路基—開挖區域道床板植筋—支承層與路基離縫注膠。

2.2.1 路橋結合部處伸縮縫處理

對路橋結合部處伸縮縫中的雜物和混凝土進行清理，形成一個50mm 的真縫。

2.2.2 植筋

為避免整治過程中，病害范圍兩側道床板起拱，對病害兩側道床板進行植筋錨固。道床板與支承層之間采用長度為440mm 的φ28 銷釘連接，其中植入支承層內的長度為220mm，道床板內長度為220mm。

2.2.3 開挖作業槽

路肩沿支承層向外側挖1.5m 寬的作業槽，深度1.0m，線間開挖0.8m 寬的作業槽，深度長度同路肩作業槽。

2.2.4 開挖及鑿除

按單元順序對路基進行開挖，通過路肩線間的作業槽同時橫向暗挖基床，開挖深度1.0m。開挖的同時用千斤頂支撐設備做臨時支撐，每單元設置臨時支撐2 個，支撐于軌枕正下方。

2.2.5 路基回填

清理路基表層松散浮土，在作業槽及路基開挖區域、支承層鑿除區域回填澆筑C40 早強聚合物混凝土。

2.2.6 開挖區域道床板植筋

為保證軌道結構與下部回填混凝土結構的整體性，回填混凝土達到其強度后，在該區域道床板上采取植筋錨固的方式。道床板上鉆孔直徑φ32，植筋采用φ28 的HRB400 螺紋鋼筋。

2.2.7 支承層與路基離縫注膠

對支承層與路基離縫范圍進行注膠，材料采用低黏度樹脂。

2.3 整治技術有限元分析

2.3.1 有限元模型

采用有限元法對整治后溫度荷載作用下無砟軌道結構體系進行受力分析。

2.3.2 計算結果分析

（1）整體升溫荷載

考慮極端整體升溫45℃荷載作用下，匯總軌道結構的受力變形指標最大值，如表1 所示。

表1 軌道結構受力情況

由表1 分析可知，進行整治后，軌道結構在極端整體升溫荷載作用下，道床板的最大縱向應力為1.57MPa，最大垂向應力為0.47MPa，最大橫向應力為0.36MPa；支承層的最大縱向應力為0.99MPa，最大垂向應力為0.51MPa，最大橫向應力為0.53MPa。軌道結構受力滿足混凝土強度要求。

分析軌道結構變形，在極端整體升溫荷載作用下，由于過渡段處伸縮縫的存在，軌道結構板端的縱向位移相對較大，道床板最大縱向位移為3.97mm，支承層的最大縱向位移為2.95mm；但道床板的最大垂向位移為0.48mm，垂向位移較小。回填混凝土原病害位置處道床板的最大垂向位移為0.21mm。由此可知，在極端整體升溫荷載作用下，軌道結構垂向位移較小，表明上拱整治效果良好，軌道結構在極端升溫荷載作用下基本不會發生較大的上拱變形。

由上述可知，整治后的軌道結構在極端升溫荷載作用下，道床板和支承層受力滿足強度要求，整體垂向位移也較小，滿足相關要求。

（2）正溫度梯度荷載

考慮極端正溫度梯度90℃/m 的荷載作用下，匯總軌道結構的受力變形指標最大值，如表2 所示。

表2 軌道結構受力情況

由表2 可知，整治后軌道結構在極端正溫度梯度荷載作用下，道床板的最大縱向應力為0.96MPa，最大垂向應力為0.37MPa，最大橫向應力為1.51MPa；支承層的最大縱向應力0.96MPa，最大垂向應力為1.13MPa，最大橫向應力為1.04MPa。軌道結構受力滿足混凝土強度要求。

分析軌道結構變形，在極端正溫度梯度荷載作用下，道床板最大縱向位移為1.42mm，最大垂向位移為0.92mm；支承層最大縱向位移為0.42mm，最大垂向位移為0.70mm。其中，道床板的最大垂向位移發生在未植筋道床板板中位置。回填混凝土原病害位置處道床板的最大垂向位移為0.26mm，垂向位移相對較小。由此可知，整治后軌道結構在極端正溫度梯度荷載作用下整體變形較小，表明上拱整治效果良好。

由此可知，整治后的軌道結構在極端正溫度梯度荷載作用下，道床板和支承層受力滿足強度要求，整體垂向位移也較小，滿足相關要求。

2.4 整治后使用情況跟蹤調查

該工點采用路基開挖增設端梁方案整治完成后，對整治效果進行跟蹤調查，目前已經歷4 個高低溫周期循環，調查結果表明，增設端梁結構狀態良好，高溫季節道床板與支承層并未出現離縫。

經實踐驗證，該技術方案具備可行性，對于有相同病害表現的工點，可以采用該技術方案解決道床板上拱問題。

3 結論

第一，根據現場調研及施工臺賬，發現病害的主要原因是道床板澆筑溫度過低。縱連式結構在溫度升高后產生較大溫度內力，端梁位置與支承層未形成整體，成為溫度力釋放薄弱環節，導致軌道結構發生上拱病害。

第二，采用路基開挖并回填混凝土增設端梁的方式，能增強軌道結構的限位能力，并增大軌道結構抵抗溫度力的整體剛度，通過理論計算分析并經實踐檢驗，該整治技術可有效解決路橋過渡段道床板上拱問題。

第三，該整治技術方案對既有高鐵線路運營干擾較大，建議深化研究配套施工技術方法，以推廣這一整治技術的應用。